2524鋁合金的蠕變時(shí)效行為

湛利華，李 杰，黃明輝，李炎光

(中南大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院 高性能復(fù)雜制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410083)

蠕變時(shí)效成形是將蠕變和時(shí)效熱處理相結(jié)合的技術(shù)，即材料在一定的溫度和外力作用下發(fā)生蠕變變形，同時(shí)進(jìn)行時(shí)效強(qiáng)化，得到所需形狀和性能的構(gòu)件[1?2]。該技術(shù)是為適應(yīng)大飛機(jī)對(duì)整體壁板零件的要求而發(fā)展起來(lái)的，主要用于制造飛機(jī)的上、下機(jī)翼壁板、機(jī)身壁板等構(gòu)件[2?3]。蠕變時(shí)效成形相對(duì)于常規(guī)的塑性成形，大大簡(jiǎn)化了加工流程，降低了鋁合金發(fā)生加工裂紋的概率，減少了構(gòu)件的殘余應(yīng)力水平，提高了構(gòu)件耐疲勞及抗應(yīng)力腐蝕性能[2,4]。

2524鋁合金是繼2024和2124鋁合金之后開(kāi)發(fā)出來(lái)的新型、綜合性能較好的 Al-Cu-Mg系高強(qiáng)高韌合金，是目前斷裂韌性和抗疲勞性能最優(yōu)異的航空高強(qiáng)Al-Cu-Mg合金，并已成功應(yīng)用于A340-600等大型客機(jī)[5?8]。國(guó)內(nèi)外對(duì) 2024和 2124鋁合金在蠕變時(shí)效成形方面有一些研究工作，但對(duì)于2524鋁合金在蠕變時(shí)效成形，特別是蠕變時(shí)效條件對(duì)穩(wěn)態(tài)蠕變速率及合金組織和性能的綜合影響的研究鮮見(jiàn)報(bào)道。本文作者通過(guò)單向拉伸蠕變時(shí)效成形試驗(yàn)，研究了不同時(shí)效時(shí)間和實(shí)驗(yàn)應(yīng)力對(duì) 2524鋁合金高溫蠕變時(shí)效成形性能的影響，并探討了產(chǎn)生這些影響的原因。

1 實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)所用2524鋁合金為某公司提供的熱軋板材，厚度為3.5 mm，其化學(xué)成分見(jiàn)表1。在電阻加熱爐內(nèi)進(jìn)行固溶處理，固溶再結(jié)晶溫度為498 ℃，用電位差計(jì)控制爐溫，溫度誤差控制在±3 ℃內(nèi)，保溫時(shí)間為52 min；固溶結(jié)束立即進(jìn)行室溫水淬，淬火轉(zhuǎn)移時(shí)間少于35 s；固溶處理后立即進(jìn)行蠕變時(shí)效實(shí)驗(yàn)。

蠕變時(shí)效實(shí)驗(yàn)是在 RWS50電子蠕變?cè)囼?yàn)機(jī)上進(jìn)行，蠕變實(shí)驗(yàn)嚴(yán)格遵照國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)(GB/T 2039—1997[9])進(jìn)行。溫度由裝夾在試樣上的3個(gè)熱電偶測(cè)得。蠕變時(shí)效溫度為 190 ℃，蠕變時(shí)效時(shí)間分別為 4、8、12和16 h，蠕變實(shí)驗(yàn)應(yīng)力設(shè)計(jì)5組，分別為0、140、180、190和210 MPa。蠕變實(shí)驗(yàn)結(jié)束后，將試樣平放并空冷至室溫。

對(duì)蠕變實(shí)驗(yàn)后的樣品分別進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試和微觀組織分析。試樣的拉伸實(shí)驗(yàn)在DDL100電子萬(wàn)能機(jī)上進(jìn)行，拉伸速度為2 mm/min。采用華銀HV?5小負(fù)荷維氏硬度計(jì)對(duì)試樣進(jìn)行硬度測(cè)試，載荷為30 N，保載時(shí)間為15 s。試樣的透射樣品制備方法為：先將樣品機(jī)械減薄至0.08 mm左右，然后在MITⅡ型雙噴電解儀上進(jìn)行雙噴減薄，雙噴液采用30%(體積分?jǐn)?shù)，下同)的硝酸，70%的甲醇，采用液氮冷卻，雙噴溫度為?35～?25 ℃，電壓為15～20 V，試樣穿孔后用無(wú)水乙醇清洗2～3 min。TEM分析在JEOL?2010型透射電鏡上觀察，加速電壓為200 kV。

表1 2524鋁合金的化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of 2524 aluminum alloy(mass fraction, %)

2 結(jié)果與討論

2.1 合金的蠕變行為

圖1所示為經(jīng)190 ℃時(shí)效4、8、12和16 h后不同實(shí)驗(yàn)應(yīng)力下試樣的蠕變應(yīng)變—時(shí)間的關(guān)系曲線。從圖1可以看出，時(shí)效時(shí)間和實(shí)驗(yàn)應(yīng)力均是蠕變發(fā)生的兩個(gè)重要因素。在恒溫下保持相同的時(shí)間時(shí)，實(shí)驗(yàn)應(yīng)力越大，則蠕變變形量越大，如圖1中，時(shí)效時(shí)間為12 h時(shí)，實(shí)驗(yàn)應(yīng)力為 140 MPa下的蠕變變形量為0.073%，而實(shí)驗(yàn)應(yīng)力為 210 MPa下的蠕變變形量為0.141%；同時(shí)，在同一實(shí)驗(yàn)應(yīng)力和同一溫度下時(shí)效時(shí)間越長(zhǎng)，蠕變變形量也越大。比如，在實(shí)驗(yàn)應(yīng)力為180 MPa時(shí)，蠕變時(shí)效4 h時(shí)的變形量為0.051%，而蠕變時(shí)效16 h的變形量為0.095%。這可以解釋為在恒應(yīng)力的作用下，隨著時(shí)效時(shí)間的增加，晶界與第二相周圍的位錯(cuò)塞積程度增大，足以促使新的位錯(cuò)源開(kāi)動(dòng)，使得蠕變繼續(xù)進(jìn)行，合金的變形不斷產(chǎn)生。

在本實(shí)驗(yàn)中，蠕變曲線明顯分為兩個(gè)階段，第一階段為減速蠕變階段，隨時(shí)效時(shí)間的延長(zhǎng)，蠕變速率逐漸降低；此外，隨著實(shí)驗(yàn)應(yīng)力的增大，進(jìn)入穩(wěn)態(tài)所需的時(shí)間延長(zhǎng)，此階段金屬的蠕變主要靠位錯(cuò)滑移。當(dāng)應(yīng)力較小(如 140 MPa)時(shí)，蠕變的第一階段持續(xù)時(shí)間較短(約為1.25 h)；相應(yīng)地，當(dāng)實(shí)驗(yàn)應(yīng)力較大(如210 MPa)時(shí)，蠕變的第一階段持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)(約為2 h)。第二階段為恒速蠕變階段，此階段蠕變速率基本保持穩(wěn)定；在相同的時(shí)效時(shí)間內(nèi)，隨實(shí)驗(yàn)應(yīng)力的增加，蠕變的第二階段持續(xù)時(shí)間較短[10]。由圖1還可以發(fā)現(xiàn)，隨著實(shí)驗(yàn)應(yīng)力的增加，合金第二階段的穩(wěn)態(tài)蠕變速率也在增加，這可以解釋為，隨著應(yīng)力的增加，位錯(cuò)密度也相應(yīng)地增大。位錯(cuò)密度的增大，為合金的蠕變過(guò)程提供了更多的可動(dòng)位錯(cuò)，因此穩(wěn)態(tài)蠕變速率也越高。

另外，由圖1可以發(fā)現(xiàn)，在190 ℃、實(shí)驗(yàn)應(yīng)力為210 MPa、時(shí)效時(shí)間為12 h的實(shí)驗(yàn)條件下，該合金蠕變變形量達(dá)到0.166%，遠(yuǎn)大于相關(guān)文獻(xiàn)中報(bào)道的2124鋁合金在該實(shí)驗(yàn)條件下的蠕變變形量(約為0.076%)[11]。由此可以發(fā)現(xiàn)，在蠕變變形量方面 2524表現(xiàn)較為優(yōu)異，更適合于蠕變時(shí)效成形工藝。

圖1 2524鋁合金在190 ℃下的蠕變?cè)囼?yàn)曲線Fig.1 Creep ageing curves of 2524 aluminum alloys at 190 ℃

2.2 穩(wěn)態(tài)蠕變速率與實(shí)驗(yàn)應(yīng)力本構(gòu)關(guān)系的建立

綜上所述，在本實(shí)驗(yàn)中合金的蠕變曲線分為兩個(gè)階段，其中第一階段持續(xù)時(shí)間很短，第二階段為恒速蠕變階段，此階段持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，由圖1可以看出，恒速蠕變階段合金的蠕變速率和實(shí)驗(yàn)應(yīng)力有關(guān)。其關(guān)系可以用由包含穩(wěn)態(tài)蠕變速率、蠕變溫度T和實(shí)驗(yàn)應(yīng)力σ之間的雙曲正弦函數(shù)模型表示[12]：

式中：)(σF為應(yīng)力函數(shù)。)(σF在不同的應(yīng)力水平時(shí)有相應(yīng)的表達(dá)形式，分別如下：

低應(yīng)力水平(ασ＜0.8)，

高應(yīng)力水平(ασ＜1.2)，

所有應(yīng)力水平，

對(duì)于溫度一定的蠕變實(shí)驗(yàn)，在低應(yīng)力和高應(yīng)力條件下，將式(2)和(3)分別代入式(1)，可得到：

式中：A1和A2為常數(shù)。

對(duì)式(5)和(6)分別取對(duì)數(shù)可得：

式中：n1和β分別為和曲線的斜率。

利用式(7)和(8)，結(jié)合圖1所得到的穩(wěn)態(tài)蠕變階段的穩(wěn)態(tài)蠕變數(shù)據(jù)(統(tǒng)一取實(shí)驗(yàn)時(shí)間為2～16 h)，通過(guò)線性回歸處理，可得到如圖2所示190 ℃下的ln—σln和—σ的關(guān)系曲線。其中，由圖2(a)中直線的斜率可得 n1=1.351 56，由圖2(b)中直線的斜率可得 β=0.007 92。因此，對(duì)應(yīng)地可以求出 α=β/n1=0.005 86。

在同一溫度的實(shí)驗(yàn)條件下，將式(4)代入式(1)，可得到：

對(duì)式(9)兩邊取對(duì)數(shù)，可得到：

由式(10)可知，在一定的溫度下，對(duì)于所有條件下的應(yīng)力指數(shù)，n為曲線— ln[sinh(ασ)]的斜率，ln A 為曲線— ln[sinh(ασ)]的截距，通過(guò)線性回歸處理，擬合得到ln[sinh(ασ)]的直線如圖3，由此得到 n=1.027 5，A=9.36×10?7。

圖2 穩(wěn)態(tài)蠕變速率與實(shí)驗(yàn)應(yīng)力σ的關(guān)系曲線Fig.2 Relationship between and σ

圖3 與ln[sinh(ασ)]的關(guān)系曲線Fig.3 Relationship between ln and ln[sinh(ασ)]

將所求的參數(shù)A、α和n代入式(9)得到2524鋁合金在190 ℃下，穩(wěn)態(tài)蠕變速率和實(shí)驗(yàn)應(yīng)力的本構(gòu)關(guān)系為

2.3 合金的硬度變化

圖4所示為2524鋁合金經(jīng)190 ℃、實(shí)驗(yàn)應(yīng)力分別為0和180 MPa下，蠕變時(shí)效4、8、12、16 h后的室溫時(shí)效硬化曲線。從圖4可以看出，在各應(yīng)力下時(shí)效8 h內(nèi)，合金的硬度迅速增大，8 h后硬度增速變得緩慢，隨著時(shí)效時(shí)間從8 h增加到12 h時(shí)，各應(yīng)力下的硬度基本上達(dá)到峰值。另外，由圖4還可知，在相同的時(shí)效時(shí)間下，合金的硬度隨著應(yīng)力的增加呈先增加后下降的趨勢(shì)。在180 MPa下，蠕變時(shí)效12 h時(shí)，合金的硬度達(dá)到最大值，為176 HV。同一時(shí)效時(shí)間下，無(wú)應(yīng)力的常規(guī)時(shí)效與180 MPa下的蠕變時(shí)效相比，合金的硬度小得多，如12 h時(shí)，無(wú)應(yīng)力時(shí)效的硬度僅為148.8HV。這可以解釋為，在時(shí)效初期由于應(yīng)力的作用，短時(shí)間內(nèi)在α(Al)基體中引入大量位錯(cuò)，這為第二相的不均勻形核提供了形核位置，促進(jìn)了強(qiáng)化相的快速析出[13]。隨著時(shí)效時(shí)間的增加，α(Al)基體中析出的亞穩(wěn)態(tài)第二相(S′)長(zhǎng)大為粗大的穩(wěn)態(tài)相(S相)，即合金進(jìn)入了過(guò)時(shí)效階段，導(dǎo)致合金的硬度開(kāi)始下降。

圖4 試樣在190 ℃下蠕變時(shí)效后的硬度曲線Fig.4 Hardness curves of samples by creep ageing at 190 ℃

2.4 合金的室溫拉伸力學(xué)性能

合金固溶淬火后，分別在 0、140、180、190和210 MPa 5組實(shí)驗(yàn)應(yīng)力下，保持溫度為190 ℃，經(jīng)蠕變時(shí)效4、8、12和16 h后，對(duì)試樣進(jìn)行室溫拉伸力學(xué)性能檢測(cè)。其結(jié)果如表2所列。由表2可以看出，在同一蠕變時(shí)效時(shí)間下，隨著實(shí)驗(yàn)應(yīng)力的增加，合金的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度均呈先增加后下降的趨勢(shì)，其中抗拉強(qiáng)度的變化幅度遠(yuǎn)小于屈服強(qiáng)度的變化幅度。這是由于應(yīng)力較大時(shí)，隨著應(yīng)力的增大，基體發(fā)生部分塑性變形引起位錯(cuò)增值，為第二相形核提供了更多的場(chǎng)所，而第二相的數(shù)目增多使得合金的強(qiáng)度得以提高[14]。由表2還可以看出，在實(shí)驗(yàn)應(yīng)力為180 MPa、蠕變時(shí)效時(shí)間為12 h時(shí)，合金的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度達(dá)到峰值，分別為431.86和343.9 MPa。而合金的伸長(zhǎng)率則在同一時(shí)效時(shí)間下隨著實(shí)驗(yàn)應(yīng)力的增加而下降，如時(shí)效時(shí)間都為12 h時(shí)，當(dāng)實(shí)驗(yàn)應(yīng)力從140 MPa到210 MPa，伸長(zhǎng)率則從12.6%降到11.0%；在同一實(shí)驗(yàn)應(yīng)力下，隨著蠕變時(shí)效時(shí)間的延長(zhǎng)也逐漸下降，如180 MPa實(shí)驗(yàn)應(yīng)力下，時(shí)效時(shí)間從4 h到16 h，伸長(zhǎng)率則從20%下降到10.8%。這是因?yàn)楫?dāng)實(shí)驗(yàn)應(yīng)力大到某一水平后，導(dǎo)致合金基體中位錯(cuò)數(shù)量過(guò)多，從而造成大量位錯(cuò)纏結(jié)在一起，最終形成包狀位錯(cuò)組織，胞壁處的位錯(cuò)密度高，胞內(nèi)的位錯(cuò)密度則很小。這樣導(dǎo)致第二相組織分布不均勻，而這種不均勻的第二相雖然提高了合金的屈服強(qiáng)度，但降低了塑性[15]。

表2 試樣蠕變后的室溫拉伸力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of samples treated by creep ageing

2.5 TEM組織觀察

圖5(a)和(b)所示為無(wú)應(yīng)力作用下人工時(shí)效后2524鋁合金的TEM像。由圖5可知，合金中存在棒狀析出相，根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)報(bào)道[16]，該棒狀相富含Mn，為T相(Al20Cu2Mn3)，粒子尺寸為0.2～0.5 μm，這種相在均勻化和熱軋過(guò)程中形成，非常穩(wěn)定，在以后的熱處理過(guò)程中不會(huì)回溶[17]。合金內(nèi)的其他析出相在基體內(nèi)呈彌散分布狀態(tài)，晶界上的析出相呈不連續(xù)分布狀態(tài)，且無(wú)沉淀析出帶(PFZ)較寬。

圖5 2524鋁合金190 ℃蠕變時(shí)效后的TEM像Fig.5 TEM images of 2124 aluminum alloy creep-aged at 190 ℃∶ (a), (b)0 MPa, creep-aged for 12 h; (c), (d)180 MPa, creep-aged for 4 h; (e), (f)180 MPa, creep-aged for 12 h; (g), (h)180 MPa, creep-aged for 16 h

圖5(c)和(d)所示為在實(shí)驗(yàn)應(yīng)力180 MPa、時(shí)效溫度190 ℃、時(shí)效4 h后2524鋁合金的TEM像。由圖5可知，在實(shí)驗(yàn)應(yīng)力的作用下產(chǎn)生較多的位錯(cuò)，從而為第二相的不均勻形核提供了形核位置；同時(shí)，位錯(cuò)作為快速擴(kuò)散通道，有助于溶質(zhì)原子向不均勻形核質(zhì)點(diǎn)偏聚，從而促進(jìn)不均勻形核質(zhì)點(diǎn)的長(zhǎng)大。由圖5(c)可知，此時(shí)基體內(nèi)主要觀察到較多的桿狀和球狀的 S″相，這些是從高度飽和的固溶體中均勻形核的GP區(qū)，但沒(méi)有發(fā)現(xiàn)很明顯的析出相S′相，由圖5(d)看出，此時(shí)晶界處分布著較連續(xù)的析出相，這可能是桿狀的S″相，也有可能是新析出的S′相，這是因?yàn)榫Ы缣幠芰枯^高且原子活動(dòng)能力較大，易于形成新相[16]。

從圖5(e)中可以看出，初始的桿狀和球狀的S″相明顯減少，而針狀的S′相大量增加，為主要析出相，S′相尺寸較大且析出密度較大。此時(shí)，從晶界的 TEM像可以發(fā)現(xiàn)(圖5(f))，晶界析出相為不連續(xù)分布的 S′相。在這一時(shí)效時(shí)間下，不同析出相的存在，有利于提高材料的強(qiáng)度。所以，在這一實(shí)驗(yàn)條件下，材料的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度達(dá)到了峰值。

隨著蠕變時(shí)間的進(jìn)一步延長(zhǎng)(圖5(g))，晶內(nèi)細(xì)小針狀的S′相長(zhǎng)大為S平衡相，析出相尺寸增大，而且晶界的平衡析出相也聚集長(zhǎng)大不斷粗化，呈連續(xù)鏈狀分布，晶界附近又形成了較寬的無(wú)沉淀析出帶(圖5(h))，此時(shí)，合金的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度降低，塑性下降，說(shuō)明合金已經(jīng)進(jìn)入過(guò)時(shí)效狀態(tài)。

3 結(jié)論

1)同一時(shí)效溫度和時(shí)效時(shí)間下，2524鋁合金的蠕變應(yīng)變量隨著實(shí)驗(yàn)應(yīng)力的增加而增加。在同一實(shí)驗(yàn)條件下，其蠕變應(yīng)變量遠(yuǎn)大于2124鋁合金的，表現(xiàn)出較為優(yōu)異的蠕變性能。

2)在 190 ℃、0～180 MPa、同一時(shí)效時(shí)間下，2524鋁合金的硬度(HV)、抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度均隨實(shí)驗(yàn)應(yīng)力的增加而增加，2524合金在190 ℃溫度下的峰值工藝條件為180 MPa、12 h。此時(shí)，合金的硬度為176HV，抗拉強(qiáng)度為431.86 MPa，屈服強(qiáng)度為343.9 MPa，伸長(zhǎng)率為11.5%。

3)在同一溫度下，實(shí)驗(yàn)應(yīng)力和時(shí)效時(shí)間都是影響2524鋁合金力學(xué)性能的重要工藝條件；通過(guò)微觀組織分析發(fā)現(xiàn)，沉淀相S′和S″的尺寸和分布密度對(duì)合金的硬度、抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)都有重要影響，時(shí)效時(shí)間從4到12 h時(shí)，基體中的主要析出相由桿狀和球狀的S″相變成針狀的S′相。

4)在190 ℃下，2524鋁合金的穩(wěn)態(tài)蠕變速率和試驗(yàn)應(yīng)力之間的本構(gòu)關(guān)系可以表示為

[1]SALLAH M, PEDDIESON J, FOROUDASTAN S.A mathematical model of autoclave age forming[J].Journal of Materials Process Technology, 1991, 28(9)∶ 211?219.

[2]MITCH ELL C H.Au to clave age forming large aluminum aircraft panels[J].J Mech Work Tech, 1989, 20∶ 477?488.

[3]曾元松, 黃 遐.大型整體壁板成形技術(shù)[J].航空學(xué)報(bào), 2008,29(3)∶ 721?727.ZENG Yuan-song, HUANG Xia.Forming technologies of large integral panel[J].Acta Aeronautica et Estronautica Sinica, 2008,29(3)∶ 721?727.

[4]李勁風(fēng), 鄭子樵, 李世晨, 任文達(dá), 陳文敬.鋁合金時(shí)效成形及時(shí)效成形鋁合金[J].材料導(dǎo)報(bào), 2006, 20(5)∶ 101?103.LI Jin-feng, ZHENG Zi-qiao, LI Shi-cheng, REN Wen-da,CHEN Wen-jing.Age forming of Al alloys and age formable Al alloys[J].Materials Review, 2006, 20(5)∶ 101?103.

[5]MANABU N, TAKEH IKO E.New aspects of development of high strength aluminum alloys for aerospace applications[J].Materials Science and Engineering A, 2000, 285(1/2)∶ 62?68.

[6]STARKE E A, STALEY J T Jr.Application of modern aluminum alloys to aircraft[J].Prog Aerosp Sci, 1996, 32(2/3)∶ 131?172.

[7]WARNER T.Recently-developed aluminum solutions for aerospace applications[J].Materials Science Forum, 2006,519/521(2)∶ 1271?1278.

[8]劉 兵, 彭超群, 王日初, 王小鋒, 李婷婷.大飛機(jī)用鋁合金的研究現(xiàn)狀及展望[J].中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2010, 20(9)∶1705?1715.LIU Bin, PENG Chao-qun, WANG Ri-chu, WANG Xiao-feng,LI Ting-ting.Recent development and prospects for giant plane aluminum alloys[J].The Chinese Journal of Nonferrous Metals,2010, 20(9)∶ 1705?1715.

[9]GB/T 2039—1997.金屬拉伸蠕變及持久試驗(yàn)方法[S].GB/T 2039—1997.Tensile creep and lasting testing method of metals[S].

[10]張俊善.材料的高溫變形與斷裂[M].北京∶ 科學(xué)出版社,2007∶ 3?4.ZHANG Jun-shan.High temperature deformation and fracture of materials[M].Beijing∶ Science Press, 2007∶ 3?4.

[11]鄧運(yùn)來(lái), 周 亮, 晉 坤, 張新明.2124鋁合金蠕變時(shí)效的微結(jié)構(gòu)與性能[J].中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2010, 20(11)∶ 2106?2111.DENG Yun-lai, ZHOU Liang, JIN Kun, ZHANG Xin-ming.Microstructure and properties of creep aged 2124 aluminum alloy[J].The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2010,20(11)∶ 2106?2111.

[12]楊松濤, 李繼文, 魏世忠, 徐流杰, 張國(guó)賞, 張二召.純鉬板坯高溫塑性變形行為及本構(gòu)方程[J].中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào),2011, 21(9)∶ 2126?2131.YANG Song-tao, LI Ji-wen, WEI Shi-zhong, XU Liu-jie,ZHANG Guo-shang, ZHANG Er-zhao.Pyroplastic deformation behavior of pure molybdenum plate slab and constitutive equation[J].The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2011,21(9)∶ 2126?2131.

[13]李炎光, 湛利華, 譚思格.工藝參數(shù)對(duì) 2124合金蠕變時(shí)效成形的影響[J].特種鑄造及有色合金, 2011, 31(6)∶ 580?582.LI Yan-guang, ZHAN Li-hua, TAN Si-ge.Effects of processing parameters on creep ageing forming in 2124 aluminum alloy[J].Special Casting and Nonferrous Alloys, 2011, 31(6)∶ 580?582.

[14]周 亮, 鄧運(yùn)來(lái), 晉 坤, 張新明.預(yù)處理對(duì)2124鋁合金板材蠕變時(shí)效微結(jié)構(gòu)與力學(xué)性能的影響[J].材料工程, 2010, 2∶81?85.ZHOU Liang, DENG Yun-lai, JIN Kun, ZHANG Xin-ming.Effect of pre-treatment on microstructures and mechanical properties of 2124 Al alloy creep aging sheet[J].Material Engineering, 2010, 2∶ 81?85.

[15]劉禹門.Al-Cu-Mg合金中位錯(cuò)與S相的相互作用[J].兵器材料科學(xué)與工程, 2005, 28(5)∶ 1?4.LIU Yu-men.Interaction between dislocations S-phase precipitates in Al-Cu-Mg alloy[J].Ordnance Material Science and Engineering, 2005, 28(5)∶ 1?4.

[16]楊 勝, 易丹清, 楊守杰, 鐘 麗.溫度對(duì) 2E12鋁合金疲勞性能與斷裂機(jī)制的影響[J].航空材料學(xué)報(bào), 2007, 27(6)∶ 1?5.YANG Sheng, YI Dan-qing, YANG Shou-jie, ZHONG Li.Effect of temperature on cyclic fatigue and final fracture mechanism of 2E12 aluminum alloy[J].Journal of Aeronautical, 2007, 27(6)∶1?5.

[17]馬建麗.無(wú)機(jī)材料科學(xué)基礎(chǔ)[M].重慶∶ 重慶大學(xué)出版社,2008∶ 165?173.MA Jian-li.Fundamentals of inorganic materials science[M].Chongqing∶ Chongqing University Press, 2008∶ 165?173.